海洋平台荷载ANSYS分析报.docx
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海洋平台荷载ANSYS分析报.docx
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海洋平台荷载ANSYS分析报
海洋平台有限元建模
我们采用大型通用有限元软件ANSYS进行海洋平台的建模及力学分析。
建模时,主要采用PIPE16单元、PIPE59单元、COMBIN39单元、BEAM4单元以及SHELL63单元。
PIPE59单元是ANSYS程序中专门用于模拟浸没在水中的杆件结构的单元,应用PIPE59单元可以很好地模拟海洋波浪、海流对海水中杆件的作用力。
因此,采用PIPE59单元模拟海洋平台在水中部分的桩柱。
对于水面以上、泥面以下桩柱采用PIPE16单元模拟。
平台钢板采用SHELL63单元模拟,槽钢采用BEAM4单元模拟。
平台上部设备按质量换算成集中力施加在平台顶面上。
埋入土壤的桩柱部分所受土壤非线性作用力通过非线性弹簧单元COMBIN39模拟。
具体应用时,首先根据地质资料计算桩土的侧向荷载-位移传递曲线(p-y曲线)、轴向荷载-位移传递曲线(t-z曲线)以及桩端荷载-位移传递曲线(q-z曲线),然后将荷载-位移传递曲线离散建立非线性弹簧单元实常数。
设置x、y方向的非线性弹簧单元,按p-y曲线确定单元实常数,以便模拟桩柱的横向承载变形;设置z向非线性弹簧单元,按t-z曲线确定单元实常数,以便模拟桩身的竖向承载变形;桩端设置z向非线性弹簧,按q-z曲线确定单元实常数,以便模拟桩端土壤的支撑力;设置z向转动弹簧,按t-z曲线转化的θ-z曲线确定单元实常数,以便模拟土对桩身的转动摩擦力。
模拟q-z曲线的非线性弹簧单元单向受压,其余弹簧均为拉压双向单元。
图3-3a平台有限元模型图(主视图)
桩基承载能力分析
1桩的轴向承载能力分析
受压桩的轴向承载力,主要取决于桩本身的材料强度或桩周围土壤对桩的支持能力。
对于摩擦桩,它的承载能力通常由后者决定。
打入土壤中的桩,在不出现过份变形和应力条件下,所能安全承受的桩顶轴向载荷,一般认为由桩身表面摩擦阻力和桩端支撑力共同承担。
根据静力平衡条件,可写成如下的表达式:
(4-1)
式中:
QT——桩顶载荷;
Qs——桩身摩阻力;
Qp——桩端阻力。
当Qs和Qs皆达最大值时,QT称为桩的极限承载能力。
Qs可由下式决定:
(4-2)
式中:
fs——土层中单位桩身极限摩阻力,kN/m2;
As——按土层分段的桩身面积,m2。
Qp可由下式计算:
(4-3)
式中:
qp——桩端单位面积极限阻力,kN/m2;
Ap——桩端横截面积,m2。
砂性土的侧摩阻及端部阻力
对于打入砂性地基的桩,其桩身侧摩阻力fs和qp的一般表达式为:
(4-4a)
(4-4b)
式中:
K——无因次土层侧压力系数;
P0——计算点处的有效上复土压力,kN/m2,P0=γh;;
γ——土的有效容重,kN/m3;
h——计算点处深度,m;
δ——桩土之间的摩擦角,δ=φ-5º;
φ——砂土的内摩擦角;
Nq——无量纲承载力系数。
对于非堵塞的开口打入管桩,在拉伸和压缩荷载下通常取K为。
对于充分挤压土的桩(形成土塞或桩端封闭),K值取1。
如无其他资料,可参照表4-1选取δ。
对于长桩,fs应取表4-1中所给极限值。
Nq可根据表4-1取值。
表4-1砂土的承载力系数Nq
密度
土的类别
桩土间的摩擦角
δ,(º)
表面摩阻力
极限值(kPa)
Nq
单位桩端承载力极限值(MPa)
很松
松
中松
砂
砂质粉土
粉土
15
8
松
中等
密实
砂
砂质粉土
粉土
20
12
中等
密实
砂
砂质粉土
25
20
密实
很密实
砂
砂质粉土
30
40
密实
很密实
砾石
砂
35
50
粘性土的侧摩阻及端部阻力
对于打入粘性地基的桩,其桩身侧摩阻力fs和qp的一般表达式为:
(4-5a)
(4-5b)
式中:
α——无量纲系数;
Cu——未扰动土壤不排水抗剪强度,kN/m2。
系数α可用下式计算:
(4-6)
式中:
ψ——c/P0′相应点;
P0′——相应点的有效覆盖土压力,kPa。
2桩的横向承载能力分析
软粘土的横向极限抗力
对任意深度x处的软至半硬粘土,其横向极限抗力取下列2式的最小值。
(4-7a)
(4-7b)
式中:
Pu——土壤的横向极限抗力,kN/m2;
γ——土的有效容重,kN/m3;
J——无因次经验常数,通过现场试验确定;该值的取值范围自软粘土的到硬粘土的;
D——桩径,m。
硬粘土的横向极限抗力
硬粘土(Cu>96KN/m2)的横向极限抗力可基于Reese1975年提出的方法计算。
硬粘土的极限抗力取式2-7b与式2-8计算结果的最小值。
(4-8)
砂性土的横向极限抗力
对于任意深度z处的砂性土,其横向极限抗力取下列2式的最小值:
(4-9a)
(4-9b)
式中:
Pus——浅层土壤的横向极限抗力(力/单位长度),kN/m;
Pud——深层土壤的横向极限抗力(力/单位长度),kN/m;
γ——有效土容重,kN/m3;
C1,C2,C3——内摩擦角φ的函数值,由图4-1确定;
D——从土层表面到给定深度的桩平均直径,m。
图4-1系数C与φ的函数关系
3桩的土反力
轴向荷载桩的土反力
土的轴向抗力是由轴向的桩-土粘结或荷载沿桩侧向的传递和桩端的承载力组合而成的。
在任一深度动员的桩-土的剪力传递和桩的局部位移的图形关系可以用t-z曲线来表示,同样,可动员的端部承载力和端部的轴向位移可以用q-z曲线来表示。
根据API规范,可采用如图4-2、4-3所示的t-z曲线及q-z曲线。
表4-2t-z曲线
A粘土
B砂土
z/D
t/tmax
z/D
t/tmax
0
0
1
∞
1
~
∞
~
图4-2桩的轴向荷载传递-位移(t-z)曲线
表4-3q-z曲线
z/D
Q/Qp
∞
图4-3桩端荷载-位移(q-z)曲线
横向荷载桩的土反力
软至半硬粘土的荷载-位移(p-y)曲线
桩在软至半硬粘土中的侧向土抗力-位移关系(p-y)通常是非线性的,采用的p-y曲线基于马特洛克提出的方法。
土壤在短期静载荷作用下达到平衡后受周期载荷作用,通常要引起横向抗力退化,其横向抗力低于静载抗力。
根据马特洛夫的试验成果,在周期性载荷作用下,横向土壤极限抗力降低到,对于特殊场地,应通过试验确定退化系数。
p-y曲线可按表3所给数据做出,图4-4所示为用无量纲表示的p-y曲线。
表4-4软至半硬粘土p-y曲线数据
静载荷
周期性载荷
P/Pu
y/yc
x≥XR
x≤XR
P/Pu
y/yc
P/Pu
y/yc
0
0
0
0
0
0
3.
∞
XR
∞
XR
∞
图4-4软至半硬粘土p-y曲线(静载荷作用下)
表4-4及图4-4中:
P——实际的桩侧土壤横向抗力,kN/m2;
y——实际的桩侧横向位移,m;
Pu——桩侧极限抗力,kN/m2;
yc——相对于应变值ε50的位移值,yc=ε50D;
ε50——原状土不排水试验在1/2最大应力处出现的应变;若不能在试验中得到该值,那么ε50可采用~之间的值,硬粘土采用低值。
图4-4所给p-y曲线中,曲线AB的形状由下式决定:
(4-10)
硬粘土的荷载-位移(p-y)曲线
硬粘土虽然也具有非线性应力应变关系,但比软粘土更为脆性。
目前在工程中通常采用限制土壤变形的方法或以实际试验资料绘制p-y曲线,如图4-5所示。
图4-5Reese硬粘土p-y曲线
图中:
y——y50=ε50×;
As——Pu随深度变化的无量纲系数。
砂性土的荷载-位移(p-y)曲线
砂土的侧向土抗力-位移(p-y)关系也是非线性的。
根据API规范的有关规定,在缺乏更可靠的资料时,可按如下表达式近似的确定任何给定深度z处的近似值:
(4-11)
式中:
A——考虑循环荷载或静力荷载条件的系数,可用下式估算:
A=,对于循环载荷;
A=,对于静力载荷;
Pu——深度z处的极限承载力,kN/m;
k——地基反力的初始模量,kN/m2,缺乏资料时可按表4-5确定;
y——横向变位,mm;
表4-5土壤初始模量
砂性土密度
松散
中密
密实
k(kN/m2)
环境载荷的施加与计算
1波浪载荷的施加与计算结果
波浪载荷施加
作用在模型的波浪力将按照定义波流参数表自动施加到PIPE59单元上。
计算作用在群桩上的波浪力时,需要注意以下两种因素的影响。
(1)波剖面效应
按照波浪力学的有关理论,前后两桩柱的波浪相位差
按下式计算:
(5-1)
式中:
l——前后桩桩之间的间距;
L——波长。
(2)群桩的遮蔽效应与干扰效应
若桩柱排列过密,计算群桩上的波浪力时,需要考虑群桩间的遮蔽效应和干扰效应。
对于排成一行的柱体,当柱体与柱体之间的间距较小时,波浪作用在后柱体上的力会受到前柱体漩涡尾流的影响,即前柱体的漩涡尾流可能激起后柱体的作用力。
与此同时,后柱体又受到前柱体的遮蔽作用,从而减小了波浪对后柱体的作用力。
对于排成一列的柱体,当柱距较小时,位于中间的柱体将会受到两侧柱体的干扰作用,使其受到的波力比单根柱体受到的波力为大。
群柱体的遮蔽效应和干扰效应主要取决于柱体之间的间距l与柱径D之比。
当l/D≥4时,柱体之间的遮蔽效应和干扰效应可以忽略不计,当l/D<4时,则需要考虑。
我国交通部制订的《港口工程技术规范(1987)》中规定采用下表给出的波浪力群柱系数K。
表5-1群柱系数K
l/D
2
3
4
垂直于波向
平行于波向
波浪载荷计算结果
分别计算8桩柱、6桩柱以及4桩柱平台结构桩柱承受波浪载荷。
波浪设计要素为:
波高H=5m;周期T=;波长L=120m;波浪入射角度为0°。
8桩柱结构
前后两列桩柱之间的间距l1为。
前后两列桩柱间的相位差为:
ψ=120×360=°
ANSYS计算时,定义3个波流参数表,1列、2列、3列各自对应一个波流参数表,相位调整角之间相差°。
由于l1/D==9、l2/D=3/=6,均大于4,因此可以忽略柱体之间的遮蔽和干扰效应。
搜索使水平波浪力最大时的波浪相位角,所得结果见图5-2。
从图中可以看出当作用在最前列桩柱上的波浪相位角为24º时,平台8根桩柱上作用的水平波浪力总和最大。
图5-28桩柱总水平波浪力随相位角的变化关系
波浪以24º相位角作用到最前列桩柱上时,各桩柱上的水平波浪力计算结果见表5-2。
表5-2波浪载荷计算结果
柱1
柱2
柱3
柱4
柱6
柱7
柱8
柱9
相位角
24º
24º
24º
º
º
-3º
-3º
-3º
F(T)
M(T·m)
表中水平波浪力矩对应泥面。
8桩柱承受的总水平波浪力为;8桩柱承受的总水平波浪力矩为·m。
6桩柱结构
桩柱间相位差与8桩柱结构相同,忽略群桩遮蔽与干扰效应。
搜索使水平波浪力最大时的波浪相位角,所得结果见下图。
从图中可以看出当作用在最前列桩柱上的波浪相位角为24º时,平台6根桩柱上作用的水平波浪力总和最大。
图5-36桩柱总水平波浪力随相位角的变化关系
波浪以24º相位角作用到最前列桩柱上时,6桩柱承受的总水平波浪力为;6桩柱承受的总水平波浪力矩为·m。
4桩柱结构
前后两列桩柱间相位差与8桩柱结构相同,忽略群桩遮蔽与干扰效应。
搜索使水平波浪力最大时的波浪相位角,所得结果见下图。
从图中可以看出当作用在最前列桩柱上的波浪相位角为24º时,平台4根桩柱上作用的水平波浪力总和最大。
图5-44桩柱总水平波浪力随相位角的变化关系
波浪以24º相位角作用到最前列桩柱上时,4桩柱承受的总水平波浪力为;4桩柱承受的总水平波浪力矩为·m。
2流载荷的施加与计算结果
流载荷通过定义流参数表由ANSYS程序自动施加。
流向为E-W向,涨潮为W向,退潮时为E向。
由于E向与W向是对称的,计算时,取流向为W向。
最大流速时节),海流单独作用下的载荷大小为。
3风载荷的施加与计算结果
将风载荷作为集中力施加在相应节点上。
平台受风结构包括平台侧面、平台以下水面以上桩柱部分。
风载荷主要取决于两个因素:
一是作用在建筑物表面上的标准风压值;而是建筑物本身的受风面积。
风载荷大小等于二者的乘积,即
(5-2)
式中:
Fw——作用于结果的风载荷,N;
A——受风构件在风向的投影面积,m2;
p——标准风压值,N/m2。
作用在结构物上的标准风压值一般按下式计算:
(5-3)
式中:
k——风载体型系数;
kz——风载沿高度的变化系数;
βz——z高度处的风振系数;
W——基本风压值,N/m2。
计算风载时,为保守起见,体型系数k均取为1。
《海洋荷载条件与荷载技术规范》规定,风压高度变化系数在2m以下时取,在5m以下时取,保守考虑kz取。
对于高度在30m以内结构,风振系数βz取;基本风压W依据《海洋平台安全性评估资料》取55Kg/m2(539N/m2)。
平台侧面承受的风载荷的总作用力矩为:
168400T
设计载荷下平台的安全评估
1平台在设计载荷下的静力分析
波浪以0º入射(与x轴正向夹角),波浪剖面取入射到最前列桩柱相位角为24º(此时平台承受波浪力为最大)。
风载荷沿x轴正向施加。
通过以上的假定与设置,目的使平台处于最危险状态下。
下面分别对8桩、6桩及4桩平台做设计环境载荷作用下的静力分析。
平台设计环境载荷各参数取值见表6-1。
表6-1平台设计载荷参数表
环境载荷
波浪载荷
风载荷
参数
波高
周期
波长
基本风压
取值
5m
120m
55kg/m2
平台在设计载荷作用下的变形
三种桩柱结构在设计载荷作用下的变形情况见图6-1、附录B图B-1及图B-2。
通过上述3图可以看出,平台在载荷作用方向下的最大变形出现在平台最上部。
图6-18桩柱平台在设计载荷作用下的变形
三种平台结构的最大变形结果见表6-2。
表6-2平台在载荷作用下的最大变形
平台结构
8桩柱
6桩柱
4桩柱
最大变形
平台在设计载荷作用下的应力
图6-2a8桩柱平台在设计载荷作用下的应力(整体)
图6-2b8桩柱平台在设计载荷作用下的应力(箱体)
图6-2c8桩柱平台在设计载荷作用下的应力(桩柱)
由图6-2a、6-2b、6-2c,附录B图B-3a、B-3b、B-3c,以及图B-4a、B-4b、B-4c可以看出平台的较大应力部位均出现在桩柱上,箱体部分应力较小;桩柱顶端与箱体连接部位应力最大,桩柱在泥面以下的部分靠上部位应力次之。
由此可以得出以下结论:
整个平台的应力危险部位有两处:
一处是桩柱与箱体的连接部位;一处是桩柱与土壤的接触部位。
平台的应力结果见表6-3。
表6-3平台的应力结果(Mises应力)
平台结构
箱体
桩柱与箱体连接部位
桩柱在土壤中部分
8桩柱
6桩柱
4桩柱
波浪以90°入射时平台的变形与应力结果
波浪以90º入射时,前后桩柱之间相位差为:
3/120×360=9º
搜索使平台承受总波浪力为最大时的波浪相位角,得到当作用在最前排桩柱上的波浪相位角为21º时,平台受波浪力最大。
计算波浪以90º入射时三种桩柱平台的变形与应力结果,如表6-4所示。
表6-3波浪以90º入射时平台的变形与应力结果
平台结构
最大变形
最大应力
8桩柱
91MPa
6桩柱
92MPa
4桩柱
94MPa
9桩柱平台在工况一下的静力分析
平台的变形结果见图6-3
图6-3平台在载荷工况一作用下的变形
图6-4平台在载荷工况一作用下的应力分布
桩柱平台在工况二下的静力分析
平台的变形结果见图6-5,
图6-5平台在载荷工况二作用下的变形
图6-6平台在载荷工况二作用下的应力分布
桩柱平台在工况三下的静力分析
平台的变形结果见图6-7
图6-7平台在载荷工况三作用下的变形
图6-8平台在载荷工况三作用下的应力分布
桩柱平台在工况四下的静力分析
平台的变形结果见图6-9
图6-9平台在载荷工况四作用下的变形
图6-10平台在载荷工况四作用下的应力分布
平台的变形及应力分析结果
图B-16桩柱平台在设计载荷作用下的变形
图B-24桩柱平台在设计载荷作用下的变形
图B-3a6桩柱平台在设计载荷作用下的应力(整体)
图B-3b6桩柱平台在设计载荷作用下的应力(箱体)
图B-3c6桩柱平台在设计载荷作用下的应力(桩柱)
图B-4a4桩柱平台在设计载荷作用下的应力(整体)
图B-4b4桩柱平台在设计载荷作用下的应力(箱体)
图B-4c4桩柱平台在设计载荷作用下的应力(桩柱)
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